No.69 October 2006
The Shipbuilding Research Centre of Japan
No. 69●目 次●

海外協力事業の現場
page 1
トリマランの運動性能について（その2）
page 2
日本造船技術センターにおける具体的なCFD計算例（その3） page 4
タグボート型消防船「青海2号」について

海外協力事業の現場
国際協力機構(JICA)支援について

page 6浮体式洋上風力発電プロジェクトについて−第2報 浮体形状と浮体搭載用風車の検討−
page 8
バラスト水と船型計画

page 10模型船の製作精度について

page 12

本部（飯田橋）
興和飯田橋ビル
日本造船技術センター
飯田橋出口（竹橋方向）
小石川後楽園

大江戸線
飯田橋駅

GS

東京
ドーム

（トランスガンビアで稼働中のジェームスアイランド号）

C2

有楽町線/南北線
有楽町線/
有楽町線
/南北線
飯田橋駅

至 秋葉原
JR総武線
水道橋駅

JR総武線 A3
JR総武線
飯田橋駅

東西線
飯田橋駅
首都高速5号池袋線

西神田出口（池袋方向）

至 新宿、三鷹

試験センター（三鷹）三鷹駅

吉祥寺駅 JR中央線
至新宿

至立川
バスのりば

丸井
バスのりば
井の頭公園

GS
バス停
三鷹市役所前

バス停
三鷹農協前

GS
バス停 航研前

多摩青果

GS 三鷹消防署
三鷹保健所

海上技術安全研究所内
日本造船技術センター 試験センター

調布 I.C.

中央高速道路修復前の機関室（浸水状態）（修復後の機関室）

西アフリカのガンビア国は東西に約2004年から（独）国際協力機構（JICA）に330ｋｍ、南北に約50ｋｍの幅しかなよるフォローアップ事業として、大規模い小国で、国の中央を東西にガンビア川な修繕を実施することとなり、主機関等が縦断しています。このため交通の要所の推進装置を中心に日本から機材を供与

ではフェリーボートが重要な役割を果たし、現地の造船所で（財）日本造船技術しています。写真は1985年に我が国のセンターから派遣されたコンサルタント

無償資金協力により供与された両頭形フ等の監督･指導の下、修復工事を実施してェリーボート2隻の内の1隻ジェームスアいます。

イランド号で、（財）海外造船協力センタ

日本造船技術センター海外協力室はコーがコンサルタントとして、設計、建造ンサルタントとして、現地調査の上、修監督を実施しました。その後、本フェリ復事業範囲を決定し、事業費積算と工事

ーは内陸部のトランスガンビアで使用さ計画の立案、更に適宜工事監督と指導をれてきましたが、長年の酷使により、船実施しており、本年9月末ごろ修復工事

体･機関共に故障、交換部品の欠如等によが終了する予定です。

り運休を余儀なくされました。このため
1

トリマランの運動性能について（その2）す。即ち、復原力が時間的に大きく変化

1．はじめに(2)し、パラメトリック横揺れを誘起する事

前号では、広い船首尾フレアーをもつが予測されます。なお、迎波中では復原と置きます。図−4にトリマランAと痩せ型船型に生じる、パラメトリック横力の変化が短時間内に繰り返されます

トリマランBの復原力変動を示します。

揺れの数学的メカニズムを紹介しましが、追波中では復原力喪失状態が持続しともに点線が計算値で、実線が正弦関数た。本稿では、同じ方法によりトリマラて大きな横傾斜が発生する可能性がありで表現したものです。

ンの運動性能を考察します。

ます。図−1〜図−3は単胴船、副船体上述の（1）式はSRC NewsNo.68で紹が中央のトリマランA及び、副船体が船介したMathieu方程式の一般形に帰着する

尾のトリマランBについて各出合波位相ことができます。減衰項ありのMathieu方について横から見た姿勢と波面（上）と程式は以下のように表されます。

2．トリマランのパラメトリッ
ク横揺れに関する考察（単胴船との比較）
正面規則波中のトリマランの運動を単胴船と比べて考察します。SRC
NewsNo.66で用いた船型について激しい海象を想定し、波長λ/L=1.0、波高Hw/λ=1/50として、ヒーブ、ピッチはともにζ/Hw=1.0（位相０°）、φ/Hwk=1.0（位相90°）と仮定します。
単胴船：波が船側を過ぎる際に船首尾付近と中央付近とで水線形状が変化し、復原力が変化します。船首のフレアーが大きな船型などではパラメトリック横揺水線面形状（下）を示しました。ξ/λは船体中央が波のどの位置にいるかとい(3)うことを示し、0、1の時には谷、0.5の時に山にいることを示します。トリマランBはξ/λ=-0.02(0.98)〜0.33でク

各係数と具体的な問題の係数との関係は以下のようになっています。

ロスデッキが水面に浸かり、復原力変動が大きくなることが分かりました。
次章ではこの復原力変動が、どの程度図−5に安定解の存在範囲を示す

パラメトリック横揺れを誘起するかを調

Ince-Strutt Diagramを示します。図中

べます。

U印は不安定解、S印は安定解が存在す

3．トリマランのパラメトリッ
ク横揺れの数学的考察る範囲です。β（復原力変動）が大きくなるにつれて不安定領域が増えていきます。また、α（復原力の平均値）が増えれを励起します。
トリマラン：主船体と副船体の寸法が近い場合、水線形状の変化は無視できま

船舶の横揺れを以下の簡単な減衰振動の方程式で表します。

すが、副船体の船長、喫水が主船体より谷の時に、副船体が水上に露出して復原力喪失が生じ、山の時に副船体と主船体との連結部が着水して復原力が増加します。βが比較的小さい領域（(1)

大幅に小さい場合には、副船体位置で波さらに、（１）式中の数で表現可能とし、ていくにつれて安定領域が増えていきまが正弦関）

では固有振動数の2倍付近で不安定領域に入ります（）。さらにβが比較的小さい領域で、κ（ダンピング）が増加するにつれて安定領域が増えていくことがわかります。

図−1 横から見た姿勢（上）と水線面形状（下）の変化（単胴船）

図−2 横から見た姿勢（上）と水線面形状（下）の変化（トリマランA）

図−3 横から見た姿勢（上）と水線面形状（下）の変化（トリマランB）

2

SRC News No.69 October 2006

水量分担率の副船体で大きな復原力を得ることを実現したコンセプトです。すな
わち、このペンタマランでは平水中で前方の副船体が浮き上がっており、ピッチングや横揺れ時に復原力に寄与するた
め、常に水面に浸っている後方の副船体を自由に配置することができ、排水量も図−4 GMの変化

図−6時系列（トリマランA）

小さく抑えることができます。

5．おわりに以上の検討により、両舷の副船体が主船体に比べて小さなトリマランは副船体の配置によってはGMの時間変化が大きくなり、パラメトリック横揺れが誘起されることが分かりました。トリマランの優位性の一つに挙げられている耐航性能を損なわないためには、主副船体主要目
図−5Ince-Strutt Diagram

図−7時系列（トリマランB）

や形態選定において、十分な初期復原力保持、副船体復原力喪失防止策や連結部

一般的にトリマランの場合、相当モノた、max pitchは波傾斜から決まるピッ

着水時の過大なGM防止等の互いに相反

ハルよりダンピングが大きいことが多チが最も大きくなる波周期です（λする要件の整合が不可欠です。

く、復原力変動が小さい場合には、より/L=1近傍）。太線とmax pitchの領域がなお、一般的にパラメトリック横揺れ安全な傾向にありますが、副船体が浮き交差する危険領域が9〜15ノットの間の起こる確率予測は難しいのですが、本上がったり、クロスデッキに浸るなど、にある事が分かりました。その後、彼ら

稿では簡単な減衰振動方程式からある程復原力変動が大きくなるにつれ、急激にはこの船速で水槽試験を行い、パラメト度把握する方法を紹介しました。さらな危険な状態に陥ります。図−6、7にリック横揺れが起こらないことを確認しる検討のため、船体運動計算ツールの整図−4のトリマランAとトリマランBています。

備と基本特性把握のための実験的研究がのを用いた時系列計算を示しま望まれます。

す。トリマランA（α=0.12、β=0.02、κ=0.02）で安定だったものが、トリマ

参考文献

ランB（α=0.12、β=0.29、κ

[1]Grafton, Tom "Roll Damping of=0.12）で発散することが分かります。

Trimaran Warships" SMI Conference

4．トリマランのパラメトリッ
ク横揺れに関する調査・研究の現状

2003

トリマランのパラメトリック横揺れに[2]W Pastoor, R van 't Veer, E
Harmsen, "Seakeeping Behaviour
図−8

危険領域

of a Frigate-Type Trimaran". RINA
Conference, Design & Operation

ついては英国MODによるTriton建造のof Trimaran Ships, 29-30 April

際、ロンドン大学の研究プロジェクトを我々の検討からも英国MODによる中心に詳細な調査がなされ[1]、又、同時Tritonのように副船体が船体中央付近に[3]Nigel Gee, Ed Duson and J.M.

期にオランダ海軍(RNLN)とMARINと配置され、排水量分担率が大きいトリマ

Gonzales,"The IZAR Pentamaran.

DNVとがジョイントコーポレーション

ランは安全な傾向にあることが分かりまTank Testing, Speed Loss andを組んで実験を行いましたが、このなかした。しかしながら、このようなトリマ

Parametricで、パラメトリック横揺れが起こらない

ランは船速によっては推進性能が悪くな

Conference, High Speed Craft

かどうかの確認を行っています[2]。図−ることが予想されます。実際、TritonはTechnology and Operation. 11-12

8はLpp=165mのフリゲート艦の出会計画速力にて副船体の抵抗が全抵抗のNov-2002

い波周期の等高線を実線で示しています

40％にも及んでいます。

が、太線が対象船の固有周期の2分の1

一方、Nigel Geeが提案しているペンに相当する出会い波周期を示します。まタマラン [3] は抵抗の少ない、小さな排SRC News No.69 October 2006

2004

Rolling"

RINA3日本造船技術センターにおける具体的なCFD計算例（その3）前号までにCFDの理論的背景と格子生進性能の改善が期待される。具体的には成について簡単に説明した。今号では限界流線が剥離する位置をより船尾側にCFDの船型開発への応用例を紹介する。

ずらす事ができれば流れがスムーズにな○ったと判断し、限界流線図−3，4を確

CFDを用いた船型開発の流れ認しながらCP、CW曲線やフレームラインの改良を行った結果、最終的に図−現在は１）〜５）に示すような流れで作業を行っている。
１）要目、CP曲線、CW曲線の検討

5、6に示す限界流線を持つ船型となっ
図−1

1＋Kの結果計算（BLモデル）

２）線図創生（フレームラインの検討）た。これを見ると、A、B、C全ての流れで剥離位置が船尾側にずれており、よりスムーズな流れになっている事が分かる。

３）CFD計算実行

3つの流れに着目することとした（図−なお、喫水変更や浮心位置の変更など

４）CFD計算結果を分析

2に示す）。喫水線近傍の流れA、船底にも適宜フィードバックしながら船型改良５）分析結果のフィードバック（１に近い船側から船尾オーバーハング下方、作業は進められた。

戻る）

プロペラ直上に抜ける流れBと船底から

なお、平行して一般配置等の検討を適プロペラの中心に向う流れCで、それぞ宜行っている。ここで紹介する例では上れの流れをよりスムーズにする事で、推記プロセスを7回ほど繰り返した。

○ 作業内容与えられた主要目、排水量等の設計条件のもとで、ニューラルネットワークと遺伝的アルゴリズムによる最適化手法により最適なCPを求め、機関室配置等を考慮しながらフレームラインの傾向を定め、初期線図を創生した。

図−2 流れA,B,Cの概略

CFD計算は検討の段階ではNICEコードによる二重模型流れの抵抗計算のみを行い、母船型と最終船型については二重模型流れ計算に加えてNEPTUNEによる造波計算を行った。
なお、CFDによるフィードバック作業
としては、NICEの計算結果から限界流線を可視化して、フレームラインやCP、CW曲線の改良を行った。

図−3

限界流線側面図（母船型、MBLモデル）

図−4限界流線底面図（母船型、MBLモデル）○ 限界流線による船型改良指針
船型改良の過程で得られた1＋Kと母船型の1+Kの比を図−1に示す。改良が進むにつれて概ね減少方向に推移し、最終の7番船型では母船型より5%以上形状抵抗係数が減少している事が分かる。
船型改良の指針を得るために、まず母船型の限界流線を可視化した。ここで略

4SRC News No.69 October 2006

図−7

○

図−5

限界流線底面図（7番船型、MBLモデル）

図−6

限界流線底面図（7番船型、MBLモデル）

造波抵抗係数計算結果

NEPTUNEによる造波計算

母船型と7番船型のNEPTUNEによる

図−8

母船型船首部波形（Fn／設計Fn=1.0)

図−97番船船首部波形（Fn／設計Fn=1.0)

造波抵抗係数を図−7に示す。尚、
SP82は（財）日本造船技術センターの実験データベースの統計解析による推定値である。図−8、9に船首の波形を示す。
造波抵抗係数について設計フルード数で最適になるようにニューラルネットと遺伝的アルゴリズムを用いたCpカーブを作成したが、図−7に示すように、設計点付近で抵抗が減少している事がわかる。また、図−8、9に示したように7番船型では肩付近で波高が減少している事がわかる。

SRC News No.69 October 20065

タグボート型消防船「青海2号」について

1 はじめに
平成18年8月東燃ゼネラル石油（株）川崎工場の石油コンビナートの消防船「青海2号」が就航しました。
川崎市の臨海部は、陸上並びに海上輸送の便に恵まれ、かつ大消費地である首都圏を背後にひかえた京浜工業地帯の中心となっています。

各放水銃は、操舵室より遠隔操縦をする。の概要をご紹介します。

毎分65N型の自衛噴霧ノズルを12個装2 本船の基本設計
船主殿との打合せに基づき、以下に示すような基本設計が纏められました。
本船は、船体及び上部構造物を鋼製とした中央機関型のタグボート型とする。

こに立地した効率の高い生産体制を実現

主機関は2基2軸とし、推進装置は全

青海2号は、当社原油シーバースにおけるタンカーの着桟荷役中の監視及び火災発生時の消防船業務、あるいは東京湾備し、そのうち6個は下向き噴霧とする。
操船及び消火活動を少人数で行うため、各機器は省力化を図る。
本船は、平水区域を航行区域とする船だが、沿海相当の構造とする。

旋回式推進装置（ZDP）を装備し、これにより消防放水時の定点保持や船体運動を円滑に行う。
常備状態において、主機関出力85％における危険物積載船航行中の火災発生で約12ノット程度の船速を確保する。

時の消防船業務を主目的とし、また、万消防ポンプは独立の機関を装備する。

一、シーバースに他の漂流船等が接近し消防ポンプの能力は、一斉放水を考慮た場合には、タグボートとして排除活動、装備する。

建造監理まで携わってきましたので、そ東燃ゼネラル石油（株）川崎工場はこしている近代的な製油所です。

6海2号」の建造にあたって基本設計からし吐出量を2400N/minとする。

さらには陸上消火設備への送水活動等多大型タンカーの消火活動を行うため、種の業務を兼ね備え、危険地帯と言える

毎 分 8 0 0 0N 型 の 放 水 銃 を 海 面 上 約

臨海部コンビナートの防災対策の強化・15.5〜22.5ｍ程度に伸縮する放水塔上拡充の重要な一翼を担うことになります。に１基、4000N型の放水銃を放水塔中（財）日本造船技術センターでは、「青段に2基、操舵室頂部に2基、合計5基

SRC News No.69 October 2006

航海速度（試運転最大）12.8ノット
最大搭載人員船員

4名

その他の乗船者

12名

計16名

主機関及び補機関
主機関

736KW（1000PS）
×2基

発電機

50KVA×2台

消防装置
消防ポンプ

2400N/min

放水銃
8000N/min×1基
4000N/min×4基

4 おわりに「青海2号」は、平成18年8月に東燃ゼネラル（株）に引き渡され、川崎、しいては首都圏防災の重要な任務に就きました。

3 建造
入札により、建造造船所は神戸の金川造船株式会社に決定しました。
金川造船所株式会社は、毎年、年間13隻ものタグボート、作業船を建造す

登録幅

9.00ｍ

おわりに、金川造船（株）の皆様が登録深さ

3.79ｍ「青海2号」の建造に当って、多数のタ

船舶番号140355

グボート建造のノウハウを遺憾なく注ぎ

船名符字

JD2284

こまれ、誠意をもってご尽力いただいた

船質

鋼

ことに感謝しております。

る実績を誇る造船所です。
基本設計設に基づいて詳細設計が開始され、鋼材NC切断、各部ブロック建造、艤装工事と工場の作業手順もスムーズな中で工事が順次順調に進みました。
今年6月13日に無事進水、8月1日2日には海上試運転が実施されました。
速力は仕様書要求の12ノットを満足し、船内騒音も低く、放水中の射程距離はレーダー計測で122ｍを測定しました。その他の試験項目も良好で、青海2号の優秀な性能を確認することが出来ました。
「青海2号」の主要目を下記に示します。
航行区域

平水区域

資JG（第4種船）

格

総トン数173トン

登録長さ28.80ｍ

SRC News No.69 October 2006

7

浮体式洋上風力発電プロジェクトについて―第2報 浮体形状と浮体搭載用風車の検討―（財）日本造船技術センター（SRC）
では、(独) 鉄道建設・運輸施設整備支援機構（JRTT）からの委託研究として、平成15年度〜17年度にかけて「浮体式洋上風力発電による輸送用代替燃料創出に資する研究（基本コンセプトの確立および浮体搭載用風車の開発）」を実施しました。日本近海で洋上ウィンドファー

図−1

浮体形式と波浪荷重の関係

ムを展開する場合の候補海域や予想発電量、洋上風力発電浮体の形状や係留方式、

表−1 格子型浮体の主要目

浮体搭載用風車の検討を行いましたの

初期型改良型で、その成果について紹介します。第2長さ(m)

367.0

187.0

報では、風力発電浮体の形状と浮体搭載幅(m)60.060.0型深さ(m)

14.0

14.0

喫水(m)

4.0

4.0

風車搭載数

32用風車の検討について説明します。

1．浮体形状風力発電用浮体では搭載する風車間の干渉を避けるために、風車支柱間距離をロータ直径（120ｍ）の1.5倍（180ｍ）としました。また、高さ80ｍの搭載風車の傾斜を規定値以下に抑えるために、浮体幅は60ｍとしました。浮体を単純なバージ形状とすると搭載重量に対して浮力が過大となってしまうので、鋼材節約のために、浮体形状は中を抜いた格子型浮体としました。研究初期に概念設計された格子型浮体は、システムの効率化を図るために、浮体サイズを造船所

図−2格子型発電浮体の一般配置平面図で建造可能な最大サイズとして、3基の風車を搭載する構造としました。浮体の全長は約400ｍとなりましたが、設計2．浮体搭載用風車の検討をタワー下に移すことが可能となり、ロ波の波長に近いため、図−1に示すよう通常の風力発電用風車では、発電機やータを含むタワー上部構造の質量を約に両端の自由端と中央部に逆向きの大き増速機がロータ直後のナセルに内蔵され20％低減できることがわかりました。ナな荷重が作用する三点曲げの状態が発生ているため、タワー上部の構造が重くなセル構造の質量比較を図−3に示します。

して、強度的に厳しいことがわかりましります。浮体搭載風車は固定式風車と異高さ80ｍのタワー頂部構造の軽量化た。そこで、改良型浮体では、搭載風車なり、浮体動揺による繰り返し傾斜（慣ができたので、この油圧風車（軽量風車）を2基として全長を短くすることで、こ性力も）を受けますので、タワー上部がを用いて浮体動揺による慣性力の影響もの問題を解決しました。表−1に格子型

重いとタワーの曲げモーメントが厳しく考慮した浮体搭載用風車の試設計を行い発電浮体の主要目を示します。図−2になると共に、重心が上がるため浮体の安ました。タワーの質量も通常風車を用い一般配置平面図を示します。水素・メタ定性も低下します。今回の研究では、ロた場合の約半分になりました。

ン製造プラントや各タンクは浮体内に格ータの回転とトルクを、油圧機構を介し納します。てタワー下部に伝達する油圧風車を検討しました。その結果、発電機と高速軸系

8SRC News No.69 October 2006

4．おわりに第1報に続き、遠浅な海岸が少なく固定式洋上風車の展開が難しい日本近海で、洋上風力発電ファームを構成するた質量（TON）めの浮体式洋上風力発電システムの検討を行なった結果を紹介しました。本報では、洋上風力発電用浮体として5MW風車を2基搭載した格子型浮体の形状を検討した結果と、浮体搭載用風車の軽量化を検討した結果を示しました。SRCが担当した研究では、この他にもLCAによる環境影響評価や洋上風力発電ファーム建造のコスト試算等も実施しました。な
お、本報告は、(独) 鉄道建設・運輸施設
図−3 ナセル軽量化効果

図−4 風洞実験状態整備支援機構（JRTT）からの委託研究として行った「浮体式洋上風力発電によ3．風洞実験による浮体搭載風車諸特性の確認

本実験の結果、タワー基部の曲げモーる輸送用代替燃料創出に資する研究（基メントに風車軽量化の効果が明確に現れ本コンセプトの確立および浮体搭載用風ました。また、一様風中で風車が前後傾車の開発）」の1部をまとめたものです。

浮体搭載風車の諸特性を確認するため斜を繰り返した時のロータの負荷変動に、風洞実験を行いました。実験は、を、モータの電流変化から確認すること（独）海上技術安全研究所の変動風水洞ができました。図−5にロータを定速で実験施設で行い、1/100スケールの風回転させるモータの電流変動を示しま車模型を用いた強制動揺（前後傾斜）実す。これは動揺する浮体に搭載された風験を実施しました。ロータはモータを用車固有の現象で、固定式風車ではこのよいて強制的に定速回転を行うように設定うな大きな変動は発生しません。

し、一様風中での規則動揺を行いました。
実験の状況を図−4に示します。

図−5

風車を強制動揺した場合のモータの電流変化（風速：2.5m/s、ロータ回転数：3.3rps、動揺周期：1.2s、動揺角度振幅：10deg）

SRC News No.69 October 2006

9バラスト水と船型について
はじめに
バラスト水問題は大型タンカーのオイルタンクとバラストタンクの共用に起因する海洋汚染に始まり、最近はバラスト水と共に運ばれて来た外来微生物が投棄水域の在来種を駆逐して元の生態系を変える、所謂、生態系破壊が世界的な問題とされています。バラスト水中微生物のと排水量の近似式が得られます。には基本的性能を変えない工夫が必要でdb/df =｛(1-Cm)+Cm(Δb /Δf)｝kす。前号に紹介したNOBS船型では、長これにより、修正係数を1.0としてさと喫水を現存船と同じとし、幅とCpCmとdb/dfの変化を求めます。

を増し、船首喫水の許容閾値を下げる対Cm Δb/Δf 0.45 0.35 0.25 0.15
1.00.450 0.350 0.250 0.150
0.90.505 0.415 0.325 0.235
db/df
0.80.560 0.480 0.400 0.325
0.70.615 0.545 0.475 0.405

策により、Δb/Δf比が15%で、バラスト水のない空荷状態でバラスト水を搭載する現存船の空荷状態(Δb/Δf=50%程度)と同等の安全運航が可能で、推進性能、操縦性能の良好な船型が得られまし殺滅装置開発も進展している様ですが、現存船は、略Cm=1ですから、空荷排た。但し、船種や設計条件により多様な数万トンのバラスト水に住む微生物を短水量/満載排水量比は、空荷喫水/満載喫可能性が有り得ます。図−1に代表的な時間内に全滅処理する舶載装置には開発水比と同じです。Cmを下げると、空荷アイデアを紹介します。

課題が多いと考えられますので、視点を喫水/満載喫水比が増加、即ち、現存船変え、バラスト水の搭載なし、あるいは、より軽い排水量でも深い喫水が可能な事非常に少ないバラスト水で状態の調整やが分かります。一方、満載排水量を保持復原力向上には幅を増してKMを大き復原性確保が可能な船型を考えてみます。

するには、Cm減による船底付近の容積くするのが有効ですが、幅も喫水も規制

往航は空荷、復航は満載の運航が常態減少を、長さ、幅、喫水、或いは、Cpされる場合は、バラスト水を搭載し重心のタンカーやバルクキャリアーでは、空等の増加によりカバーせねばなりませを下げる方法が採用されます。パナマ運

荷状態で航海する際の船首船底波浪衝撃ん。又、船首尾喫水閾値は船首船底衝撃

河可航型コンテナ船では積付け次第です

や船尾のプロペラ空中露出発生を防ぐ為やプロペラレーシング発生頻度等を考慮

が、満載排水量の20%を越えるバラスに大量のバラスと水を搭載して、船首尾して決められていますが、閾値を低く出ト水を搭載するケースもあるそうです。

を沈めます。

来ればバラスト水減少に有効です。中央

ここで、復原性と船体形状を関係付ける満載状態での重心が高いコンテナ船や断面はライズオブフロアの大きな単純な簡便式は、船長L,幅B、深さD、喫水d、自動車運搬船等では、重心を下げる為に、形状が無難ですが、船体全般の形状設計

排水容積∇、方形肥瘠係数Cb、水線面幅広型

喫水増深型

満載状態の復原性確保

又、客船等では乗り心地の関点から動揺周期を増す為の重心上昇を目的にバラスト水搭載が行われます。
比重の大きな貨物が限られた範囲に集中的に搭載されて縦曲げモーメントが増す
場合は、荷重分布調整の為バラスト水が搭載される場合もあります。本稿では、片航が空荷状態で、バラスト水搭載が常態の大型タンカーと、満載常態でバラスト水搭載が常態のパナマ運河可航型コンテナ船を想Type-bType-b−−−−−−− 在来船型−−−−−− NOBS型

定した船型について考察します。

片航空荷状態での運航の場合
満載状態と空荷状態の排水量をΔf、Δb、中央断面面積 をAf、Ab、喫水をdf、db、満載状態中央断面面積係数をCmとすると、Af = B×df×Cm,ウォー
ルサイドならAb=Af−B(df-db)ですか
ら、Ab/Af=Δb/Δfと仮定すれば、喫水

10Type-aType-a
図−1

空荷状態喫水増加対策

SRC News No.69 October 2006

積係数Cw、実験係数k1、k2、浮心高さ
KB、水線面2次モーメントIにより以下の様に表せます。

KG/KGo=1.099D/Do+0.1724Hb/KGo=1.234となります。こ こ で

KB/B=k1/((B/d)×(1+(Cb/Cw)),

K1=1.0、k2=1.1としますと、原船型はBM=I/∇

KBo=6.61m、 BMo=8.27、 KMo=BM/B=k2×F(Cw) ×(B/d)/(12Cb)

14.88m、KGo=14.30m、GMo=0.58

KM=KB+BM, GM=KM-KGmとなり、新船はKB=7.26m、BM=F(Cw)には以下の近似式が使えます。
F(Cw)=6m3/((m+1))2m+1)(3m+1))

復原性向上型

10.96m、KM=18.22m、KG=17.65m、GM=0.57mとなります。

Cw=m/(m+1)
重心高さKGはKG/D=0.55-0.65程−−−−−−度です。ここでL,B,dを変えず、バラス在来線型−−−−NOBS型

ト水減少分相当にCbが小さくなり、復原性低下分をCw増加でカバーするとします。
KB=KBo×(1+Cbo/Cwo)/(1+Cb/Cw)
BM=BMo×(F(Cw)/F(Cwo))×(Cbo/Cb)
図−2 船型と復原性

重心高さKGは船体形状変化に対応する分とバラスト水を抜く事による重心上昇により決まります。
KG=KGo(Cbo/Cb)D/Do+((Cbo/Cb)-1)Hb

即ち、原型と同程度のGMになります。

−−−−−−−

在来線型

この様な船型の形状が次の課題ですが、−−−−−−

横揺れ周期増型

ここで、Hbはバラスト水の重心高さ一万トンを越えるバラスト水を搭載せずです。Cb,Cwを変えることによるメタセとも同等の復原性確保可能な船型は存在

ンター高さ変化をケーススタデイによりし得る事が分かります。なお、過大なGM調べます。原船型はL=281m、を下げる形状は、逆に水線面積を絞り、B=32.2m、D=22m、d=12mですが、船底付近の容積を増す半没水船になりま

バラスト水減少により原型のCbo=0.68

す。図−2、図−3に概念を示します。

からCb=0.58とし、復原性対策としてCwo=0.833をCw=0.89とします。

おわりにCpを同じとし、ライズオブフロア増

船体形状の幾何学的特性を考慮してバ加を考慮して深さを23.5mとし,平均高ラスト水を搭載せずとも空荷の喫水を増さHb=5mに搭載されていたCb差0.01し、或いは十分な復原性を確保可能な船に相当する11130tonのバラスト水を体形状は現存船と異なり、運航経済性や抜いたと仮定します。

建造コストなどの課題が多いと推察され重心の高さはKGo/Do=0.65、
KGo=ますが、生物・化学的課題と異なり、造14.3mとし、復原性変化を求めます。

船技術の範囲内で対応が可能な課題でCwo=0.833,mo=5からCw=0.889,m=8、す。バラスト水問題への対処策として検F(Cwo)=0.7102からF(Cw)=0.8031とな討に値すると考えられます。

図−3

横揺れ周期増型

り、KB/KBo=1.099、BM/BMo=1.325

SRC News No.69 October 200611

模型船の製作精度について水槽試験に供される模型船の製作では外形寸法の精度が非常に重要です。
SRCの模型船は殆どの部分を最新のN/C切削機（写真−1）で加工し、表面の微妙な仕上げのみを人力によって行っています。従って外形寸法に誤差が発生するとすればNCデータの入力ミスや、仕上げ職の技量といった人的要素が主と考えられます。また、温度と湿度の変化による素材の伸縮もわずかにあります。
SRCではこれらの精度を検証する為、年に数隻代表的な模型船を選び3次元寸法計測装置（写真−2）を使用して、完成寸法を詳細に計測しています。結果は
船 種 に よ り 多 少 の 差 異 は あ り ま す が、ITTCで示されている精度基準を充分に写真−2クリアしています。
写真−1
委員会等
第20回評議委員会
平成18年6月19日（月）第95回HRC委員会
平成18年6月29日（木）第21回評議委員会
平成18年9月6日（水）（財）日本造船技術センター役員会議室
第143回理事会（財）日本造船技術センター本部会議室
第2回SPCG委員会（財）日本造船技術センター役員会議室
第144回理事会

平成18年6月26日（月）（財）日本造船技術センター役員会議室

平成18年6月30日（金）（財）日本造船技術センター本部会議室

平成18年9月7日（木）（財）日本造船技術センター役員会議室

ところで、造船所での線図作成は製図かれた曲面幾何学です。60年以前の論台上での弾性定規（バッテン）による文への受賞の記事を読み、150年前の（フェアリング）作業から、コンピュー曲面論に劣らぬ影の主役が日本に居た事を心強く思いました。
（K.T）

8月23日の朝刊に、数学の応用に対タデスプレイ上での曲線や曲面の曲率やする最高の賞「ガウス賞」の受賞者に京反射光の濃淡等を見ながら、滑らかな曲大伊藤名誉教授が選ばれた事が報じられ面を生成するフェアリング作業となってました。64年前に発表した「確率微分

おり、コンピュータを動かすソフトが影方程式」の広い分野への応用が受賞理由の主役となっています。との事です。

ソフトの基本は150年前に基礎が築

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